淳 慶 呂 偉 王建國 潘建伍

(1東南大學(xué)建筑學(xué)院, 南京 210096)(2東南大學(xué)城市與建筑遺產(chǎn)保護教育部重點實驗室, 南京 210096)(3南京航空航天大學(xué)土木工程系, 南京 210016)

江浙地區(qū)抬梁和穿斗木構(gòu)體系典型榫卯節(jié)點受力性能

淳 慶1,2呂 偉1,2王建國1,2潘建伍3

(1東南大學(xué)建筑學(xué)院, 南京 210096)(2東南大學(xué)城市與建筑遺產(chǎn)保護教育部重點實驗室, 南京 210096)(3南京航空航天大學(xué)土木工程系, 南京 210016)

針對江浙地區(qū)抬梁和穿斗木構(gòu)體系中饅頭榫、透榫、半榫及瓜柱柱腳直榫4種典型榫卯節(jié)點,通過試驗研究其在低周反復(fù)荷載作用下的破壞模式、滯回曲線、骨架曲線、轉(zhuǎn)角剛度、延性系數(shù)及耗能能力.結(jié)果表明:饅頭榫、透榫、半榫節(jié)點的滯回曲線均呈Z形,具有明顯的捏攏特性,而瓜柱柱腳直榫節(jié)點的滯回曲線呈反S形,較不飽滿;這4種榫卯試件均經(jīng)歷了彈性階段、屈服階段和破壞階段,耗能能力隨著節(jié)點轉(zhuǎn)角的增加而減小;在節(jié)點耗能能力上,按從優(yōu)到劣排序分別為半榫、饅頭榫、透榫、瓜柱柱腳直榫.研究結(jié)果可為抬梁和穿斗木構(gòu)建筑的計算分析及保護修繕提供理論基礎(chǔ).

傳統(tǒng)木構(gòu)建筑;抬梁體系;穿斗體系;榫卯節(jié)點;受力性能

中國古建筑是以木結(jié)構(gòu)為主體的建筑,是世界三大古建筑體系之一,在世界建筑之林獨樹一幟,具有鮮明的中華民族特色.中國傳統(tǒng)木構(gòu)建筑的結(jié)構(gòu)體系主要有抬梁式和穿斗式2種.這些木構(gòu)建筑保存至今,均存在不同程度的損傷或安全隱患,如腐朽、開裂、變形、蟲蛀及老化等各種問題.對這些傳統(tǒng)木構(gòu)建筑的受力性能進行科學(xué)研究,為計算分析和保護修繕提供科學(xué)依據(jù),已是當(dāng)務(wù)之急.

方東平等[1]引入反映榫卯節(jié)點特性的半剛性節(jié)點單元,建立了有限元模型并進行了受力性能分析.姚侃等[2]依據(jù)宋《營造法式》的構(gòu)造方法對直榫和燕尾榫節(jié)點的力學(xué)機理進行了研究.謝啟芳[3]分析了古建筑木構(gòu)架在水平荷載作用下的受力性能.周乾等[4-5]研究了故宮太和殿的抗震性能.李鵬[6]考察了藏式木構(gòu)建筑的抗震性能.肖旻等[7]對廣府祠堂木構(gòu)建筑的典型榫卯節(jié)點和木構(gòu)架的受力性能進行了研究.Chun等[8]探討了中國南方傳統(tǒng)木構(gòu)建筑典型榫卯節(jié)點的抗震性能.Villar等[9]指出木構(gòu)件接觸面間的摩擦作用對抗震很重要,構(gòu)件間的角度對接觸面上的應(yīng)力分布有影響.D’Ayala等[10]對中國臺灣疊斗木構(gòu)架的抗震性能進行了研究.Hanazato等[11]以日本法隆寺五重佛塔為例,分析其在地震和風(fēng)荷載作用下結(jié)構(gòu)的力學(xué)性能.Parisi等[12]以木構(gòu)遺產(chǎn)建筑屋頂上的常用節(jié)點為對象,研究節(jié)點的力學(xué)行為.Chang等[13-14]通過對中國臺灣穿斗式梁柱節(jié)點的模擬試驗,探討了榫卯節(jié)點的破壞模式.綜上所述,國內(nèi)研究主要針對中國北方傳統(tǒng)木構(gòu)建筑而言,榫卯節(jié)點主要選用燕尾榫和直榫2種,較為單一.國外研究主要針對當(dāng)?shù)貍鹘y(tǒng)的木構(gòu)節(jié)點,與中國傳統(tǒng)木構(gòu)榫卯做法差別較大.江浙地區(qū)現(xiàn)存眾多的明清民居木構(gòu)建筑,無論在建筑形制方面,還是榫卯構(gòu)造做法方面,均明顯不同于北方現(xiàn)存較多的官式木構(gòu)建筑.本文選取江浙地區(qū)抬梁和穿斗木構(gòu)體系典型榫卯節(jié)點進行受力性能的試驗研究.

1 試驗設(shè)計

江浙地區(qū)傳統(tǒng)木構(gòu)建筑的結(jié)構(gòu)體系主要有抬梁式和穿斗式2種.抬梁式木構(gòu)架的特點為:柱上擱置梁頭,梁頭上擱置檁條,梁上再用矮柱支起較短的梁,如此層疊而上,梁的總數(shù)可達3～5根(見圖1(a)).穿斗式木構(gòu)架的特點為:用穿枋把柱子串聯(lián)起來,檁條直接擱置在柱頭上;沿檁條方向,再用斗枋把柱子串聯(lián)起來,由此形成一個整體框架(見圖1(b)).針對江浙地區(qū)傳統(tǒng)木構(gòu)建筑的調(diào)研顯示,抬梁木構(gòu)架單榀框架的榫卯節(jié)點主要為饅頭榫和瓜柱柱腳直榫(見圖2(a));穿斗木構(gòu)架單榀框架的榫卯節(jié)點主要為透榫、半榫和瓜柱柱腳直榫(見圖2(b)).

(a) 抬梁木構(gòu)體系

(b) 穿斗木構(gòu)體系

(a) 抬梁木構(gòu)體系

(b) 穿斗木構(gòu)體系

為了解江浙地區(qū)抬梁木構(gòu)體系和穿斗木構(gòu)體系的受力性能,通過低周反復(fù)試驗對2種體系下典型榫卯節(jié)點的受力性能進行研究.本試驗參考江浙地區(qū)實際案例的構(gòu)造做法,按1∶1.76的縮尺比例設(shè)計了4種榫卯節(jié)點:饅頭榫節(jié)點、透榫節(jié)點、半榫節(jié)點和瓜柱柱腳直榫節(jié)點.其中,柱徑為170 mm,梁尺寸為100 mm×150 mm,試件材料為杉木.這4種榫卯節(jié)點試件尺寸見表1.

表1 2種體系下典型榫卯節(jié)點試件尺寸表 mm

本試驗用材選用同一批次杉木,通過材性試驗得到力學(xué)參數(shù):順紋抗拉強度為91.4 MPa,順紋抗壓強度為30.0 MPa,抗彎強度為50.0 MPa,順紋抗剪強度為3.6 MPa,抗彎彈性模量為10.238 GPa.試驗方法如下:利用機械螺旋加載器低周反復(fù)加載;柱頂豎向力采用千斤頂施加,施加豎向荷載10 kN并穩(wěn)定不變.加載采用位移控制的方法,第1級加載位移為10 mm,以后每級加載位移依次增加10 mm.加載速度為2 mm/min,當(dāng)節(jié)點模型完全破壞時判斷為試驗結(jié)束.在梁端兩側(cè)各對稱布置4個應(yīng)變片,用來驗證平截面假定和計算應(yīng)力.在節(jié)點區(qū)布置了2組共4個位移傳感器,用來測量節(jié)點的轉(zhuǎn)角變形.試驗的加載裝置如圖3所示.

2 試驗現(xiàn)象

2.1 饅頭榫

饅頭榫試件共計2個,從加載到破壞的過程大體為:隨著荷載的不斷加大,榫頭與卯口不斷擠壓,梁端開裂且截面出現(xiàn)變形;當(dāng)荷載繼續(xù)增大,榫卯節(jié)點轉(zhuǎn)角為0.124～0.148 rad時,卯口失去對榫頭的約束,載荷迅速下降,節(jié)點破壞.饅頭榫節(jié)點的最終破壞形態(tài)為卯口破壞(見圖4).

2.2 透榫

透榫試件共計3個,包括2個抱肩式和1個回肩式,抱肩式又分為榫寬不同的2個試件.從加載至破壞其過程大致為:當(dāng)榫卯節(jié)點轉(zhuǎn)角為0.033～0.050 rad時,榫頭內(nèi)部擠緊并發(fā)出吱吱聲;隨后,吱吱聲的響度逐漸變大,頻率提高,后期聲音變成了木材的劈裂聲;當(dāng)榫卯節(jié)點轉(zhuǎn)角為0.113～0.138 rad時,榫頭根部斷裂破壞.透榫節(jié)點的最終破壞形態(tài)為榫頭根部折斷(見圖5).

(a) 饅頭榫、透榫及半榫

(b) 瓜柱柱腳直榫(單位:mm)

(a) 試件M1

(b) 試件M2

2.3 半榫

(a) 試件T1

(b) 試件T2

(c) 試件T3

半榫試件共計3個,包括2個抱肩式和1個回肩式,其中抱肩式根據(jù)咬合形式又分為直面式和斜面式.從加載到破壞的過程大致為:當(dāng)榫卯節(jié)點轉(zhuǎn)角為0.050～0.067 rad時,試件開始發(fā)出清脆的吱吱聲;隨后,榫頭上出現(xiàn)裂縫,且榫頭開始拔出,位移越大,拔出越多;當(dāng)榫卯節(jié)點轉(zhuǎn)角為0.162～0.199 rad時,榫頭完全拔出,最終破壞.半榫節(jié)點的最終破壞形態(tài)為榫頭拔出(見圖6).

2.4 瓜柱柱腳直榫

瓜柱柱腳直榫試件共計3個,區(qū)別在于榫頭的寬度和深度不同.從加載至破壞的大致過程為:當(dāng)榫卯節(jié)點轉(zhuǎn)角為0.050～0.083 rad時,榫頭內(nèi)部發(fā)出吱吱聲響,隨著位移的增大,榫頭開始逐漸拔出;在位移加載后期,卯口附近的木材出現(xiàn)開裂、翹起等現(xiàn)象;當(dāng)榫卯節(jié)點轉(zhuǎn)角為0.217～0.266 rad時,最終的破壞形式為榫頭拔出破壞.圖7為瓜柱柱腳直榫節(jié)點的最終破壞形態(tài).

(a) 試件B1

(b) 試件B2

(c) 試件B3

(a) 試件G1

(b) 試件G2

(c) 試件G3

3 試驗結(jié)果

3.1 滯回曲線及骨架曲線

通過對荷載-位移滯回曲線和位移計所測得的轉(zhuǎn)角信息進行處理,得出這4種榫卯節(jié)點的彎矩-轉(zhuǎn)角(M-θ)滯回曲線及骨架曲線.

由圖8可知,饅頭榫、透榫、半榫節(jié)點的M-θ滯回曲線均呈Z形,在受力平衡位置處捏攏效應(yīng)明顯,榫卯的滑移量隨著轉(zhuǎn)角的增加而不斷增加.而瓜柱柱腳直榫節(jié)點的M-θ滯回曲線基本呈反S形,曲線不飽滿.在彈性階段,這4種榫卯節(jié)點的剛度值基本保持不變;隨著轉(zhuǎn)角的增加,試件受力進入塑性階段,滯回曲線出現(xiàn)捏攏滑移現(xiàn)象,開始出現(xiàn)殘余變形,節(jié)點剛度也不斷退化;當(dāng)轉(zhuǎn)角繼續(xù)加大時,滯回曲線的捏攏滑移現(xiàn)象愈發(fā)突出;隨后,節(jié)點的承載力開始下降,變形量繼續(xù)增長,直至最終破壞.整個受力過程表現(xiàn)出不同程度的延性.

(a) 試件M1

(b) 試件M2

(c) 試件T1

(d) 試件T2

(e) 試件B1

(f) 試件B2

(g) 試件G1

(h) 試件G2

(a) 饅頭榫節(jié)點

(b) 透榫節(jié)點

(c) 半榫節(jié)點

(d) 瓜柱柱腳直榫節(jié)點

由圖9可知,試件均經(jīng)歷了彈性階段、屈服階段和破壞階段.對于饅頭榫,當(dāng)轉(zhuǎn)角為極限轉(zhuǎn)角的0～10%時,試件處于彈性階段;當(dāng)轉(zhuǎn)角為極限轉(zhuǎn)角的10%～67%時,試件處于屈服階段;當(dāng)轉(zhuǎn)角為極限轉(zhuǎn)角的67%～100%時,試件處于破壞階段.對于透榫,當(dāng)轉(zhuǎn)角為極限轉(zhuǎn)角的0～37%時,試件處于彈性階段;當(dāng)轉(zhuǎn)角為極限轉(zhuǎn)角的37%～73%時;試件處于屈服階段;當(dāng)轉(zhuǎn)角為極限轉(zhuǎn)角的73%～100%時,試件處于破壞階段.對于半榫,當(dāng)轉(zhuǎn)角為極限轉(zhuǎn)角的0～24%時,試件處于彈性階段;當(dāng)轉(zhuǎn)角為極限轉(zhuǎn)角的24%～70%時;試件處于屈服階段;當(dāng)轉(zhuǎn)角為極限轉(zhuǎn)角的70%～100%時,試件處于破壞階段.對于瓜柱柱腳直榫,當(dāng)轉(zhuǎn)角為極限轉(zhuǎn)角的0～8%時,試件處于彈性階段;當(dāng)轉(zhuǎn)角為極限轉(zhuǎn)角的8%～70%時,試件處于屈服階段;當(dāng)轉(zhuǎn)角為極限轉(zhuǎn)角的70%～100%時,試件處于破壞階段.

3.2M-θ骨架曲線特征值

圖10 榫卯節(jié)點三折線模型

表2 4種榫卯節(jié)點三折線模型特征值計算結(jié)果

對4種榫卯節(jié)點的M-θ骨架曲線進行分析,可將其近似簡化為如圖10所示的三折線模型.圖中,K1,K2,K3分別為彈性階段、屈服階段和破壞階段的剛度.彈性階段、屈服階段和破壞階段的特征值見表2.由表可知,對于饅頭榫節(jié)點而言,榫頭小的試件的極限轉(zhuǎn)角大于榫頭大的試件,但其彈性剛度更小.對于透榫節(jié)點而言,相同榫卯尺寸下,抱肩式試件的極限轉(zhuǎn)角和彈性剛度均大于回肩式試件;榫寬大的抱肩式試件的極限轉(zhuǎn)角和彈性剛度均大于榫寬小的抱肩式試件.對于半榫節(jié)點而言,相同榫卯尺寸下,抱肩式試件的極限轉(zhuǎn)角小于回肩式試件,但其彈性剛度更大;斜面榫頭的抱肩式試件的極限轉(zhuǎn)角大于直面榫頭的抱肩式試件,但其彈性剛度更小.對于瓜柱柱腳直榫節(jié)點而言,榫卯尺寸大的試件的極限轉(zhuǎn)角小于榫卯尺寸小的試件,但其彈性剛度更大.

這4種榫卯節(jié)點的半剛性計算模型可記為

(4)

3.3 節(jié)點耗能能力

榫卯節(jié)點的耗能能力是結(jié)構(gòu)抗震性能的重要指標(biāo),較強的耗能能力可以確保結(jié)構(gòu)在地震作用下振幅迅速衰減.本文采用等效黏滯阻尼系數(shù)he來衡量節(jié)點的耗能能力[15],該值的大小由荷載-位移滯回曲線的包絡(luò)線來確定(見圖11).圖中,P為荷載,Δ為位移.計算公式如下:

(5)

式中,SABC為滯回環(huán)ABC的面積;SCDA為滯回環(huán)CDA的面積;SOBE為三角形OBE的面積;SODF為三角形ODF的面積.

圖11 等效黏滯阻尼系數(shù)計算簡圖

節(jié)點的等效黏滯阻尼系數(shù)he越高,節(jié)點的耗能能力越強.表3為4種榫卯節(jié)點的等效黏滯阻尼系數(shù)計算結(jié)果.表中數(shù)據(jù)表明:這4種榫卯節(jié)點的耗能能力隨著節(jié)點轉(zhuǎn)角的增大而減小,瓜柱柱腳直榫的等效黏滯阻尼系數(shù)最小,均小于0.1;而饅頭榫、透榫和半榫的等效黏滯阻尼系數(shù)基本在0.1～0.2之間.總體而言,對于江浙地區(qū)抬梁和穿斗木構(gòu)建筑,在節(jié)點耗能能力上,按從優(yōu)到劣排序分別為:半榫、饅頭榫、透榫、瓜柱柱腳直榫.

表3 4種榫卯節(jié)點等效黏滯阻尼系數(shù)的計算結(jié)果

4 結(jié)語

1) 江浙地區(qū)抬梁和穿斗木構(gòu)體系中，在水平荷載作用下，饅頭榫的最終破壞形態(tài)為卯口破壞,極限轉(zhuǎn)角為0.124～0.148 rad;透榫的最終破壞形態(tài)為榫頭根部斷裂破壞,極限轉(zhuǎn)角為0.113～0.138 rad;半榫的最終破壞形態(tài)均為榫頭拔出破壞,極限轉(zhuǎn)角為0.162～0.199 rad;瓜柱柱腳直榫的最終破壞形態(tài)均為榫頭拔出破壞,極限轉(zhuǎn)角為0.217～0.266 rad.

2) 饅頭榫、透榫、半榫節(jié)點的M-θ滯回曲線呈Z形,在受力平衡位置處捏攏效應(yīng)明顯,榫卯的滑移量隨轉(zhuǎn)角的增加而增加.而瓜柱柱腳直榫節(jié)點的M-θ滯回曲線呈反S形,曲線不飽滿.4種榫卯試件均經(jīng)歷了彈性階段、屈服階段和破壞階段.

3) 4種榫卯節(jié)點的耗能能力隨著節(jié)點轉(zhuǎn)角的增大而減小,瓜柱柱腳直榫的等效黏滯阻尼系數(shù)最小,均小于0.1;而饅頭榫、透榫和半榫的等效黏滯阻尼系數(shù)為0.1～0.2.總體而言,在節(jié)點耗能能力上,按從優(yōu)到劣排序分別為:半榫、饅頭榫、透榫、瓜柱柱腳直榫.

4) 將4種榫卯節(jié)點的M-θ骨架曲線簡化為三折線模型,并計算延性系數(shù)和各階段的特征剛度.試驗結(jié)果可供分析江浙地區(qū)抬梁和穿斗木構(gòu)建筑的受力性能參考使用,但還需通過更多的試驗研究來驗證和完善.

References)

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Mechanical properties of typical mortise-tenon joints of post and lintel construction and column and tie construction of timber buildings in Jiangsu Province and Zhejiang Province

Chun Qing1,2Lü Wei1,2Wang Jianguo1,2Pan Jianwu3

(1School of Architecture, Southeast University, Nanjing 210096, China) (2Key Laboratory of Urban and Architectural Heritage Conservation of Ministry of Education, Southeast University, Nanjing 210096, China) (3Department of Civil Engineering, Nanjing University of Aeronautics and Astronautics, Nanjing 210016, China)

Four kinds of the typical mortise-tenon joints, the Mantou mortise-tenon joint, the Tou mortise-tenon joint, the Ban mortise-tenon joint and the Guazhu straight mortise-tenon joint, of the post and lintel construction and the column and tie construction of timber buildings in Jiangsu Province and Zhejiang Province are investigated. Their corresponding failure modes, hysteretic curves, skeleton curves, rotation rigidities, ductility factors and energy dissipation capacities under the low cyclic loading are experimentally studied. The results show that the hysteretic curves of the Mantou mortise-tenon joint, the Tou mortise-tenon joint and the Ban mortise-tenon joint are Z-shaped and exhibit obvious pinch effects, while those of the Guazhu straight mortise-tenon joint are S-shaped and not plump. During the process of the tests, these four kinds of mortise-tenon joints orderly pass through the elastic stage, the yield stage and the failure stage. The energy dissipation capacities of these mortise-tenon joints decrease with the increase in the joint rotation. The sequence of the energy dissipation capacity in descending order is: the Ban mortise-tenon joint, the Mantou mortise-tenon joint, the Tou mortise-tenon joint, the Guazhu straight mortise-tenon joint. The results can provide the theoretical base for computing analysis and repair design of these two constructions of traditional timber buildings.

traditional timber building; post and lintel construction; column and tie construction; mortise-tenon joint; mechanical property

2014-07-19. 作者簡介: 淳慶(1979—)，男，博士，副教授，cqnj1979@163.com.

國家自然科學(xué)基金資助項目(51138002)、中央高校基本科研業(yè)務(wù)費專項資金資助項目(2242013R30001).

淳慶,呂偉,王建國,等.江浙地區(qū)抬梁和穿斗木構(gòu)體系典型榫卯節(jié)點受力性能[J].東南大學(xué)學(xué)報:自然科學(xué)版,2015,45(1):151-158.

10.3969/j.issn.1001-0505.2015.01.027

TU366.2

A

1001-0505(2015)01-0151-08